Flujo Multifasico Tuberia-Vertical Cap 3 - Unlocked

 

 

Capítulo 3

Flujo multifásico en tuberías verticales

CAPÍTULO CAPÍTU LO 3: FLUJO FLUJ O MUL MULTIFÁSICO TIFÁSICO EN TU TUBERÍA BERÍAS S VERTI VERTICAL CALES ES 3.1 Introducción El problema de predecir con precisión las caídas de presión en la tubería de  producción (T.P.) se ha ido incrementando a muchas soluciones especializadas para condiciones limitadas. La razón para estas muchas soluciones es que el flujo multifásico es complejo y se dificulta su análisis incluso para estas correlaciones estudiadas de condiciones limitadas. Al pasar los fluidos provenientes del yacimiento a través de la tubería de  producción, se cconsume onsume la mayor par parte te de presión disponible para par a llevarlos del yacimiento a las baterías de separación, por lo que es de suma importancia realizar una evaluación  precisa de la distribución de la presión a lo largo de dicha tubería. Al hacerlo conjuntamente con un análisis integral del sistema de producción, es posible: a.    b. c.  d.  e.  f. 

Diseñar tuberíasdedeproducción producciónartificial y líneas (neumático, de descarga.mecánico, etc). Proyectarlasaparejos Obtener presión de fondo fluyendo, sin intervenir los pozos. Calcular el efecto de los estranguladores sobre el gasto. Determinar la vida fluyente de los pozos. Corroborar los datos obtenidos con las correlaciones para su ajuste.

Cuando el flujo es vertical las caídas de presión por aceleración son muy pequeñas,  por lo que el gr gradiente adiente de presión debido a la misma generalmente se desprecia, quedando la ecuación 2.11 de la siguiente forma: ⎛ Δ p ⎞ ⎛ Δ p ⎞ ⎛ Δ p ⎞ ⎟   ⎟ = ⎜ ⎟ +⎜ ⎜ Δ h Δ h   Δ h ⎝   ⎠ T ⎝   ⎠ e ⎝   ⎠ f 

(3.1)

Las diversas correlaciones existentes para el cálculo de distribuciones de presión con flujo multifásico en tuberías, pueden clasificarse en tres grupos en base al criterio utilizado en su desarrollo. En la tabla 3.1 se muestran los tres grupos y los criterios desarrollados. Hay muchas correlaciones que dan excelentes resultados dependiendo de las diferentes condiciones de flujo. Basados en las comparaciones hechas por Lawson y Brill, los métodos vistos en este capítulo están entre las mejores correlaciones para flujo vertical, ya que pusieron especial cuidado en varios tamaños de tuberías, en las propiedades de los fluidos y los gastos de flujo. Estas correlaciones son las siguientes: •  Poettmann y Carpenter (1952) •  Duns y Ros (1963) •  Hagedorn y Brown (1965)

83

 

 

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•  Orkiszewski (1967) •  Beggs y Brill (1973)

Tabla 3.1. Criterios en el desarrollo de las correlaciones.

Grupo I

Grupo II

Grupo III

Resbalamiento entre las fases

 No se considera

Si se considera

Si se considera

Densidad de la mezcla ( ρ  m)

Se calcula en función de las  propiedades de los fluidos

Factor de fricción (f)

Se determina empíricamente

Se calcula considerando el efecto del colgamiento Se correlaciona con las propiedades combinadas del gas y el líquido

Se calcula considerando el efecto del colgamiento Se correlaciona con las propiedades del fluido en la fase continua

Patrones de flujo

 No se distinguen

No se distinguen

Sí se distinguen

Métodos o Correlaciones

Poettmann y Carpenter, Fancher y Brown y Baxendell y Thomas

Hagedorn y Brown

Duns y Ros, Orkiszewski, Aziz, Beggs y Brill, Chierici, Gould y Tek entre otras

3.2 Correlaciones 3.2.1 Poettman y Carpenter Poettmann y Carpenter un método semi empírico utilizando diámetros de tubería de producción de 2, desarrollaron 2 ½, 3 pulgadas en el que incorporaron la ecuación general de energía y datos de 34 pozos fluyentes de aceite y 15 con bombeo neumático. El aceite, gas y agua fueron considerados para estar en una sola fase, y no se trato de determinar la correlación de colgamiento. Toda la pérdida de energía incluyendo el resbalamiento y líquidos de emergencia se introdujeron en un factor de perdida de energía la cual se tomó como constante en toda la longitud de la tubería. También se asumió el flujo vertical de aceite, gas y agua como turbulento, además de no tomar en cuenta los patrones de flujo. La correlación de Poettmann y Carpenter sigue siendo usada extensamente en los campos bajo las siguientes condiciones: •  Tuberías de 2, 2 ½ y 3 pg. •  Viscosidades menores a 5 cp.

84

•  RGL menores a 1,500 pies3/bl. •  Gastos mayores a 400 bpd.

 

 

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Fancher y Brown obtuvieron una correlación para tuberías de 2 pulgadas de diámetro interno, y se ajusta con mayor precisión que la correlación de Poettmann y Carpenter para gastos bajos y altas RGL. 1.  Se debe tener u obtener p1, p2, T1, T2, R, γg, γo, γw, qo, qw, h, d así como B o y R s a p 1  y p2. 2.  Graficar h vs p. 3.  Determinar la masa de aceite, gas y agua por barril de aceite. M = 350 ⋅ γ o + 0.0764 ⋅ γ g  ⋅ R + 350 ⋅ γ w ⋅ WOR  

(3.2)

4.  Calcular el gasto másico de la mezcla w m en lbm/día. 5.  Suponer una presión inicial en la TP. 6.  Calcular el volumen de la mezcla VT a la presión y temperatura establecida: ⎛ 14.7 ⎞⎛  T  ⎞⎛ Z ⎞ ⎟⎟⎜   ⎟⎜ ⎟    p  ⎠⎝ 520 ⎠⎝  1  ⎠ ⎝ 

VT = 5.61⋅ Bo + 5.61 ⋅ WOR + (R − R s )⎜⎜

(3.3)

7.  Determinar la densidad a la presión supuesta:  ρ m =

M   VT

(3.4)

8.  De la figura 3.1, determinar el gradiente de presión fluyendo para el gasto másico y la densidad, calculadas en los pasos 4 y 7 respectivamente. 9.  Suponer una segunda presión en la TP para una mayor profundidad y repetir los  pasos 6, 7 y 8. 10. De los dos gradientes obtenidos, determinar un gradiente de presión promedio: 11. De la diferencia de presiones entre p1  y p2, determinar la distancia entre estas dos  presiones con:  p 2 − p1 dp (3.5) = = Δh   ⎛ dp ⎞ ⎛ dp ⎞ ⎜ ⎟ ⎜ ⎟ ⎝ dh ⎠ prom ⎝ dh ⎠ prom 12. Repetir el procedimiento hasta completar la profundidad del pozo. 13. Para obtener el gradiente de presión incluyendo las pérdidas por fricción tenemos: 85

 

 

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1.4737 ×10 −5 ⋅ w m   d ⋅ v ⋅ ρ  = d/12

(3.6)

Donde wm es el calculado en el paso 4, en lb m/día 14. De la figura 3.2 determinar el valor del factor de fricción f, con el valor obtenido en el paso 13. 15. Calcular el gradiente de presión total con: 2  ⎞⎤ ⎛  f  w 1 ⎡ ⋅ ⎛ dp ⎞ m ⎟   ⎜ ⎟ = ⎢ ρ m + ⎜⎜ 5 ⎟⎥ 10 ⎝ dh ⎠ T 144 ⎣⎢   ⎥⎦ ⎝ 7.413 ×10 ⋅ ρ m ⋅ (d/12)  ⎠

(3.7)

Donde:  ρ m =

  ρ m1 +  ρ m 2

2

 

(3.8)

16. Por último calculamos la profundidad total con:  p1 − p 2 dp = Δh   = ⎛ dp ⎞ ⎛ dp ⎞ ⎜ ⎟ ⎜ ⎟ ⎝ dh ⎠T  ⎝ dh ⎠ T

Figura 3.1. Correlación de la densidad del fluido (Poettmann).

86

(3.9)

 

 

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Figura 3.2. Correlación de datos de campo en pozos fluyentes y de Bombeo Neumático.

87

 

 

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3.2.2 Duns y Ros El método de Duns y Ros es el resultado de una investigación de laboratorio a gran escala con modificaciones y ajustes usando datos de campo. Duns y Ros escogieron una aproximación un poco diferente que la mayoría de los investigadores. El gradiente de presión es expresado como eluna fraccióndedel gradiente de líquido hidrostático ( ρ   L g  ). Ellos definieron arbitrariamente gradiente presión estática como el peso del volumen por la densidad in-situ y desarrollaron correlaciones para la fricción en la pared de la tubería de sus extensos datos de laboratorio para cada una de las tres amplias regiones de flujo. Aunque ellos usaron en un punto específico un balance de  presión en lugar de un balance de energía, sus ecuaciones son un balance de energía termodinámico. El gradiente total incluye un gradiente estático, un gradiente de fricción y un gradiente por aceleración. Los efectos de resbalamiento entre el gas y el líquido son incorporados en el gradiente estático y se mantienen separados de los efectos debido a la fricción. Ellos separaron el flujo dentro de tres tipos de regiones y prepararon correlaciones separadas para el resbalamiento y fricción en los tres. Las tres regiones son: •   Región I : La fase líquida es continua y el flujo burbuja, flujo tapón y parte

del flujo burbuja existe en este régimen.

•   Región II : En esta región las fases de líquido y gas se alternan. La región

 por lo tanto cubre del patrón de flujo bache y el resto del flujo burbuja.

•   Región III : En esta región el gas es la fase continua por lo que en esta

región se encuentra el flujo neblina.

 Procedimiento de cálculo: 

1.  Calcular la densidad relativa del aceite. 2.  Obtener la masa asociada con un barril de líquido a condiciones estándar: M=

γo

1  ⎞ ⎛  WOR   ⎞ ⎛  w (350)⎜⎝ 1 + WOR  ⎠⎟ + γ (350    )⎜⎝ 1 + WOR  ⎠⎟ + (0.0764 ) ⋅ R ⋅ γ g  

(3.10)

3.  Determinar la densidad de la fase líquida: ⎡ ⎛  1  ⎞ ⎛  WOR   ⎞⎤ ⎟ + γw ⎜ ⎟⎥   ⎝ 1 + WOR  ⎠⎦ ⎣ ⎝ 1 + WOR  ⎠

 ρ L = 62.428⎢ γ o ⎜

(3.11)

4.  Obtener la presión promedio en psia:

 p =

88

 p1 + p 2   + p atm   2

(3.12)

 

 

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5.  Obtener la temperatura promedio: T=

T1  + T2   2

(3.13)

6.  Obtener Z   7.  Calcular la densidad promedio de la fase de gas: ⎛  520  ⎞ ⎛   p  ⎞ ⎛  1 ⎞ ⎟ ⎜ ⎟   ⎟  ⎜ ⎝ T + 460 ⎠ ⎝ 14.7 ⎠ ⎝ Z ⎠

 ρ g = γ g ⋅ (0.0764 )⎜

(3.14)

8.  Calcular la viscosidad promedio del aceite con las ecuaciones 1.51 – 1.57. 9.  Calcular la viscosidad promedio del agua con las ecuación 1.110. 10. Calcular la viscosidad de la mezcla del líquido: 1  ⎞ ⎛  WOR   ⎞ ⎛  ⎟  ⎟ + μw⎜ ⎝ 1 + WOR  ⎠ ⎝ 1 + WOR  ⎠

μL = μo ⎜

(3.15)

11. Calcular la tensión superficial de la mezcla de líquido: 1  ⎞ ⎛  ⎛  WOR   ⎞   ⎟ + σ w ⎜ ⎟  1 WOR  1 WOR  + +  ⎠ ⎝   ⎠ ⎝ 

σ L = σ o ⎜

(3.16)

12. Calcular R s a  p y T . 13. Calcular Bo a  p y T . 14. Calcular el área transversal de la tubería. 15. Calcular el número de viscosidad del líquido:  N Lμ

⎛  1  ⎞ ⎟ = 0.15726 ⋅ μ L ⎜⎜ 3 ⎟ σ  ρ  ⋅  ⎠ ⎝  L

0.25

 

(3.17)

16. Calcular la velocidad superficial del líquido vsL (suponiendo Bw = 1.0): v sL =

(5.6142 ) (144 ) q L ⎡ ⎛  B 86,400 ⋅ A p

⎢ ⎣

1  ⎞ ⎛  WOR   ⎞⎤ ⎟⎥   ⎟ + Bw ⎜ ⎝ 1 + WOR  ⎠⎦ ⎝ 1 + WOR  ⎠

o⎜

(3.18)

89

 

 

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17. Calcular la número de velocidad del líquido:  N Lv

⎛ ρ   ⎞ = 1.938 ⋅ v sL ⎜⎜ L ⎟⎟ ⎝ σ L  ⎠  

0.25

 

(3.19)

18. Calcular la velocidad superficial del gas: 1  ⎞⎤ ⎛  ⎟⎥ 1 WOR  +  ⎠ ⎝  ⎦ ⎜⎛ 14.7 ⎞⎟⎛ T  + 460 ⎞⎛ Z ⎞   ⎣ ⎜  p ⎟⎜ 520 ⎟⎜ 1 ⎟ 86,400 ⋅ A p  ⎠⎝   ⎠ ⎝   ⎠⎝  ⎡

144 ⋅ q L ⎢R − R s ⎜ v sg =

(3.20)

19. Calcular el número de velocidad del gas: ⎛  ρ   ⎞  N gv = 1.938 ⋅ v sg ⎜⎜ L ⎟⎟ ⎝ σ L  ⎠  

0.25

 

(3.21)

20. Calcular el número de diámetro de la tubería: 0.5

  ⋅ d ⎛ ρ L  ⎞ 120.872 ⎜⎜ ⎟⎟    N d = 12 ⎝ σ L  ⎠

(3.22)

21. Seleccionar el régimen de flujo adecuado de la figura 3.3. 22. Determinar el factor de resbalamiento dependiendo de la región de flujo obtenida en el paso 21. a) 

Para la Región I: El resbalamiento se obtiene de la siguiente ecuación: 2

 N gv  ⎞ ⎟⎟   S = F1 + F2 ⋅ N Lv + F ⎝ 1 + N Lv  ⎠ ' ⎛  3⎜ ⎜

(3.23)

Donde F1, F2, F3, y F4 se obtienen de la figura 3.4 y: F3' =  F3 −

F4    N d

Para flujo anular Nd se basa en el perímetro mojado, por lo tanto:

90

(3.24)

 

 

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d = ( d c + d t )  

(3.25)

Los límites de la Región I son: 0 ≤ N gv ≤  (L1 + L 2 ⋅ N Lv )  

(3.26)

Donde L1 y L2 se obtienen de la figura 3.5.  b) 

Para la Región II: S = (1 + F5 )

( N gv )0.982 + F6' (1 + F7 ⋅ N Lv )2

 

(3.27)

F5, F6 y F7 se obtienen de la figura 3.6 y donde:

F6' = 0.029   ⋅ N d + F6  

(3.28)

Los límites de la Región II son:

(L1 + L 2 ⋅ N Lv ) <  N   gv < (50 + 36 ⋅ N Lv )   c) 

(3.29)

Para la Región III: S=0

(3.30)

Por lo tanto: HL =

1   1 + v sg /v sL

(3.31)

El límite de la Región III es: 0.75  N gv > 75   + 84 ⋅ N Lv )  

(3.32)

23. Determinar la velocidad de resbalamiento si el flujo se encuentra dentro de la región I ó II: vs =

S 0.25

1.938 ( ρ L /σ L )

 

(3.33)

24. Determinar el colgamiento de líquido:

91

 

 

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v s − v sg − v sL + [(v  s − v sg − v sL )2 + 4 v s ⋅ v sL ] HL =   2 v s 0.5

(3.34)

25. Determinar el Número de Reynolds para el líquido:  N ReL =

1488   ρ L ⋅ v sL ⋅ d   12 ⋅ μ L

(3.35)

26. Determinar el gradiente de fricción de acuerdo a la región de flujo. a)  Para la Región I y II: τ fr  = 2 f w

 N Lv   N Lv + N gv    N d

(3.36)

Donde: 2 f w  = (f 1 ) f  f   

(3.37)

3

Y: f 1 se obtiene de la figura 3.7. f 2 se obtiene de la figura 3.8 y para obtenerla se debe determinar la 2/3 abscisa f 1 ⋅ R ⋅ ( N d )   Donde: R   = =

v sg   v sL

(3.38)

f 3 = 1 + f 1 (R/50)0.5

(3.39)

El factor de fricción f w es válido para la región I y II. Es bueno para N Lv = 0 y arriba del límite dado por N gv = (50 + 36 NLv).  b)  Para la Región III:   En el flujo niebla donde  N gv > 75  + 84 ⋅ N 0.75 Lv τ fr  =  2 f w  ⋅ N ρ 

Donde: 92

( N gv )2  N d

 

(3.40)

 

 

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 N ρ   =

 ρ g  ρ L

(3.41)

 

En la Región III f w se toma como f 1 y podría ser obtenida de la figura 3.7. Para ε > 0.05d el valor de f 1 es calculado con la ecuación: f 1 =

1 1.73     ( ) + 0.067 ε  /d [4 ⋅ log (0.027 ⋅ ε /d )]2  

(3.42)

Para ε  > 0,05(d), el valor de d − ε   podría ser sustituido por d durante el cálculo gradiente de fricción, y también esta sustitución puede se hecha por: v sg =

v sg ⋅ d 2

(d − ε )2

 

(3.43)

27. Determinar el gradiente estático: τ st = H  L + (1 − H L ) N  ρ   

(3.44)

Donde:  N ρ   =

 ρ g  ρ L

(3.45)

 

28. Determinar el gradiente de presión adimensional total: a)  Para las Regiones I y II:

τ T =  τ   st + τ fr  

(3.46)

 b)  Para la Región III (tomando en cuenta la aceleración) τ  =

τ st + τ fr 

1 − ( ρ L ⋅ v sl +  ρ g ⋅ v sg )(v sg /p )

 

(3.47)

29. Convertir el gradiente a psi/pie: dp τ st  ⋅ ρ L ; = dh st 144

(3.48)

dp τ fr   ⋅ ρ L ; = dh fr  144

(3.49)

o: 93

 

 

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Flujo multifásico en tuberías verticales

dp τ T  ⋅ ρ L   = dh T 144 30. Determinar la longitud para esa caída de presión: Δh  =

Δ p  

dp dh total

Figura 3.3. Regiones para la correlación de Duns y Ros.

Figura 3.4. F1, F2, F3, y F4 vs Número de la viscosidad N Lμ (por Ros). 94

(3.50)

(3.51)

 

 

Capítulo 3

Flujo multifásico en tuberías verticales

Figura 3.5. Factores L1 y L2 vs el Número de diámetro de la tubería (por Ros).

Figura 3.6. F5, F6, y F7 vs Número de viscosidad del líquido NLμ (por Ros). 95

 

 

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Figura 3.7. f 1 vs NRe (por Ros). 96

 

 

Capítulo 3

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Figura 3.8. Corrección de la Fricción de Burbuja (por Ros). 3.2.3 Hagedorn y Brown (general) En un esfuerzo hecho por Hagedorn y Bown para determinar una correlación general la cual incluyera prácticamente todos los rangos de flujo, un amplio rango de gas liquido, todos los tamaños de tuberías usados ordinariamente y los efectos de las características de los líquidos. Los datos fueron tomados para rangos de tubería a partir de 1  pulgada a 2 1/2 pulgadas de tubería. El estudio incluyó todo el trabajo anterior hecho por este equipo de investigadores en el efecto de la viscosidad líquida como “correlaciones limitadas”. El término de energía cinética fue incorporado en la ecuación de energía por que fue considerada para ser significante en tuberías de diámetro pequeño en la región cerca de la superficie donde el fluido tiene baja densidad. Dos ajustes fueron encontrados  para mejorar esta correlación. La correlación Griffith fue usada para que el flujo burbuja existiera y el colgamiento fue revisado para asegurarse de que excediera el colgamiento sin resbalamiento y si no, fue usado.  Procedimiento de cálculo:

Comenzar con una presión conocida p1, y asumir el valor para p2. Calcular el incremento de profundidad. 1.  Calcular la presión media entre los dos puntos de la presión, psia.  p =

 p1 + p 2 + 14.7   2

(3.52)

Dependiendo de los requisitos del problema, es decir, si o no la presión del fondo del agujero que no fluye debe ser determinada de la información superficial, o si los 97

 

 

Capítulo 3

Flujo multifásico en tuberías verticales

cálculos comienzan de la profundidad total y sube por la tubería, la presión inicial debe ser conocida. Los incrementos o decrementos de la presión deben ser asumidos de entre los puntos de presión (1) y (2) los cuales serán calculados. 2.  Calcular la densidad relativa del aceite γ  . o

γ o =

141.5   131.5 + °API

(3.53)

3.  Encuentra la masa total asociada con un barril de líquido a condiciones de tanque.

1  ⎞ ⎛  ⎛  WOR   ⎞   ) ⋅ ⎜ ⎟ + γ w ⋅ (350 ⎟ + ⋅(0.0764) ⋅ (RGL) ⋅  (γ g )   + + 1 WOR  1 WOR   ⎠  ⎠ ⎝  ⎝ 

m = γ o ⋅ (350) ⋅ ⎜

(3.54)

4.  Calcular el flujo másico con:

w =  q ⋅ m  

(3.55)

5.  Con las ecuaciones del capítulo 1 obtener R s a la p y T . 6.  Calcular la densidad de la fase líquida.

 ρ L

  R s  ⋅ γ g ⋅ (0.0764 ) ⎤ ⎡ ( ) ⋅ 62.4 + γ ⎢ o ⎥ ⎛  1  ⎞ ⎡ ⎛  WOR   ⎞⎤ 5.614 =⎢ ⎥ ⋅⎜ ⎟⎥   (3.56) ⎟ + ⎢ γ w ⋅ (62.4 ) ⋅ ⎜ B 1 WOR  1 WOR  + +  ⎠ ⎝   ⎠ ⎝  ⎢ ⎥ ⎦ ⎣ O ⎢⎣ ⎥⎦

7.  Obtener  Z  . 8.  Calcular la densidad media de la fase gaseosa. ⎛   p  ⎞ ⎛ 520 ⎞ ⎛  1  ⎞ ⎟ ⋅ ⎜  ⎟⋅⎜ ⎟   14 . 7 T  ⎠ ⎝   ⎠ ⎝ Z ⎠ ⎝ 

 ρ  g  =   γ  g  ⋅ (0.0764 ) ⋅ ⎜

(3.57)

9.  Calcular la viscosidad media del aceite con la correlación apropiada (capítulo 1). 10. Calcular la viscosidad media del agua. 11. Calcular la viscosidad líquida de la mezcla. 1  ⎞ ⎛  ⎛  WOR   ⎞ ⎟ + μw ⋅⎜ ⎟  ⎝ 1 + WOR  ⎠ ⎝ 1 + WOR  ⎠

μL = μo ⋅ ⎜

98

(3.58)

 

 

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Flujo multifásico en tuberías verticales

Esto puede ser solamente una aproximación, puesto que la viscosidad de dos líquidos inmiscibles es absolutamente compleja. 12. Asumiendo la tensión superficial constante en cada punto de presión, calcular la tensión superficial de la mezcla líquida. 1  ⎞ ⎛  WOR   ⎞ ⎛    ⎟  ⎟ + σ w ⋅ ⎜ + 1 + WOR  1 WOR   ⎠ ⎝   ⎠ ⎝ 

σ  L = σ o ⋅ ⎜

(3.59)

Esto representa sólo una aproximación de la tensión superficial de la fase líquida. 13. Calcular el número de viscosidad del líquido N L: ⎛ 

1  ⎞ 4

1

⎟⎟   ⎝  ρ  L ⋅ σ  L  ⎠

 N L = 0.15726 ⋅ μ  L ⋅ ⎜⎜

3

(3.60)

14. Determinar CNL de la figura. 3.9. 15. Calcular el área de la Tp. A p =

Π ⋅d2

4

 

(3.61)

16. Obtener Bo a  p y T .  pie 17. Asumiendo B W   = 1.0 , calcular la velocidad superficial del líquido v sL ,   seg ⋅

⎡ ⎛   ⎞ ⎛   ⎞⎤ O W v = 86400 5.61 ⋅qA ⋅ ⎢⎣B ⋅ ⎜⎝ 1 + WOR  1  ⎠⎟ + B ⋅ ⎜⎝ 1 +WOR  WOR  ⎠⎟⎥⎦    p sL

L

(3.62)

18. Calcular el número de velocidad del líquido N LV. ⎛  ρ L

 N LV = 1.938 ⋅ VsL ⋅ ⎜⎜

1  ⎞ 4

⎟  

⎟ ⎝ σ L  ⎠

(3.63)

19. Calcular la velocidad superficial del gas, v sg.

99

 

 

Capítulo 3

Flujo multifásico en tuberías verticales

⎡ 1  ⎞⎤ q L ⋅ ⎢RGL − R S ⋅ ⎛  ⎜ ⎟⎥ ⎝ 1 + WOR  ⎠⎦ ⎛ 14.7 ⎞ ⎛  T  ⎞ ⎛ Z ⎞ ⎣ ⎟⎟ ⋅ ⎜ v sg = ⋅ ⎜⎜ ⎟⋅⎜ ⎟   86400 ⋅ A P ⎝   p  ⎠ ⎝ 520 ⎠ ⎝  1  ⎠

(3.64)

20. Calcular el número de velocidad del gas, N Gv. 1

 N Gv

⎛  ρ   ⎞ 4 = 1.938 ⋅ v sg ⋅ ⎜⎜ L ⎟⎟   ⎝ σ L  ⎠

(3.65)

21. Revisar el régimen de flujo para determinar si se continúa con la correlación Hagedorn y Brown o se procede con la correlación de Griffith para el flujo burbuja. El numero “A” se calcula con la siguiente fórmula: 0.2218 ⋅ (v sL  + v sg )2 A = 1.071   d

(3.66)

Si A ≥ 0.13  entones utiliza ese valor, y, si es menor a 0.13 usa A = 0.13 El número “B” se calcula con la siguiente fórmula: B=

v sg v sL + v sg

 

(3.67)

Si (B-A) es positivo o cero, se continua con la correlación Hagendorn y Brown. Si (B-A) es negativo, sigue con la correlación de Griffith, el procedimiento se encuentra en el método de Orkiszewski.  Nota: este procedimiento sigue de cerca los incrementos incremento s de presión. Es posible que el procedimiento del cálculo cambie de un régimen a otro. 22. Encuentra el número de diámetro de la tubería, N d.  N d = 120.872 ⋅ d ⋅

 ρ L σ L

 

(3.68)

23. Calcular el colgamiento en función de φ  : ⎛  N Lv  ⎞ ⎛   p  ⎞ 0.10 ⎛ CN L  ⎞ ⎟⋅ ⎟⎟   φ  = ⎜ ⋅ ⎜⎜ ⎜ N gv ⎟ ⎜⎝ 14.7 ⎠⎟  N ⎝  d  ⎠ ⎝   ⎠

24. Obtener de la figura 3.10, el valor de

100

HL ψ

.

(3.69)

 

 

Capítulo 3

Flujo multifásico en tuberías verticales

25. Determina la segunda corrección en función de φ  : ⎛  N  Lv ⋅ N 0L.380  ⎞ ⎟ =⎜ 2 . 14 φ  ⎝  ⎜  N d  ⎠⎟  

(3.70)

26. Obtener ψ de la figura 3.11. 27. Calcular el valor de HL: ⎛ H  ⎞ H L = ⎜⎜   L ⎟⎟ ⋅ (ψ )   ⎝  ψ  ⎠

(3.71)

Para bajas viscosidades no habrá corrección y ψ = 1.00 28. Determinar el valor para dos fases del número de Reynolds, (N Re)TP. (N Re ) TP = 29. Determinar el valor para

2.2 × 10 −2 w

(d ) ⋅  (μ LH )⋅ ( μ g(1−H L

L)

)

 

(3.72)

ε 

  d Si el valor para ε   no es conocido, un buen valor para usar es 0.00015 pies, el cual es un valor promedio dado para el acero comercial.

30. Obtener el factor de fricción con la figura 3.12. 31. Calcular la densidad media de la mezcla  ρ m : (a)  Utilizando el valor de HL del paso 27, calcular  ρ m  con la ecuación 2.84 32. Repetir los pasos 5, 7, 16, 17, y 19 para p 1 y p2. 33. Calcular la velocidad de la mezcla para p 1 y p2.

v m1 =  v sL1 + v sg1  

(3.73)

v m2 = v sL2 + vsg2  

(3.74)

2 Δ(v 2m ) =   v m1 − v 2m2  

(3.75)

34. Determinar el valor para Δ(v 2m )  

101

 

 

Capítulo 3

Flujo multifásico en tuberías verticales

35. Calcular Δ h  correspondiente a Δ p = p1 - p 2 .   ⎛  v 2m  ⎞ ⎜ ⎟ 144 ⋅ Δ p −  ρm ⋅ Δ ⋅ ⎜ 2g ⎟ ⎝  c  ⎠ 2   Δh = f ⋅ w  ρ m + 2.9652 ×1011 ⋅ d 5 ⋅ ρ m

(3.76)

36. Comenzando con p2, y la profundidad conocida a la p 2, asumir otro punto de presión y repetir el procedimiento hasta alcanzar la profundidad total o hasta alcanzar la superficie.

Figura 3.9. Correlación para el coeficiente C del número de viscosidad (por Hagedorn).

Figura 3.10. Correlación para el factor de colgamiento (por Hagedorn). 102

 

 

Capítulo 3

Flujo multifásico en tuberías verticales

Figura 3.11. Correlación para la segunda corrección (por Hagedorn)..

Figura 3.12. Correlación del factor de fricción (por Hagedorn).

103

 

 

Capítulo 3

Flujo multifásico en tuberías verticales

3.2.4 Orkiszewski La correlación de Orkiszewski fue resultado de un análisis de muchos de los métodos publicados para determinar si alguno de ellos son lo bastante extensos para  predecir con precisión la caída de d e presión para una amplia gama de condicione condicioness del pozo. Orkiszewski enfatizó que el colgamiento de líquido fuera derivado del fenómeno físico observado y que el gradiente de presión fuera relacionado a la distribución geométrica de la fase de líquido y gas, por lo que determinó que la densidad de la mezcla se determinara mediante el colgamiento, considerando en ella el resbalamiento entre las fases. El factor de fricción se correlacionó con las propiedades del fluido en la fase continua. Él reconoció cuatro tipos de patrones de flujo e hizo correlaciones separadas para establecer la velocidad de resbalamiento y fricción para cada uno de los patrones. Los  patrones son burbuja, bache, b ache, transición (bache-niebla) y niebla. Considerando similitudes en conceptos teóricos y diferentes categorías, Orkiszewski comparó cinco métodos seleccionados y determinó la cantidad de desviación entre las caídas de presión medidas y predichas. Orkiszewski observó que los mejores resultados,  bajo ciertas condiciones de flujo, se obten obtenían ían con los métodos de Griffith y Wallis, y Duns y Ros, por lo que tomó estas correlaciones como base para desarrollar su método, combinándolas para los diferentes patrones de flujo considerados.  Procedimiento de cálculo:

1.  Selecciona el punto donde se va a comenzar, ya sea en la cabeza del pozo o en el fondo del pozo. 2.  Determinar el gradiente de temperatura del pozo. 3.  Fijar una Δ p que puede ser la de la superficie o la del fondo del incremento. Encontrar Encontr ar la p de ese increme incremento. nto. 4.  Suponer un incremento de profundidad Δh, y determinar la profundidad promedio h  del incremento. 5.  Del gradiente de temperatura, determinar la T . 6.  Determinar Determinar las pro propiedade piedadess de los fluidos fluidos a p y T , así como  ρ L , ρ g , v sL , v sg , v m ,  μ L , μ g , N gv , N Lv  con las ecuaciones de los capítulos anteriores. 7.  Determine LB, LS y LM para poder obtener el tipo de régimen de flujo de la siguiente tabla:

104

 

 

Capítulo 3

Flujo multifásico en tuberías verticales

Tabla 3.2. Límites de los patrones de flujo Limites v sg

L B ,   N gv < L S   v

Bache

  gv > L S   L M > N

Transición bache-niebla

 N gv  > L M  

 Niebla

Donde LB, LS, y LM son los límites de burbuja-bache, bache-transición, transiciónniebla respectivamente, adimensionales, y Ngv se calcula con la ecuación 2.72. Donde: ⎛ 

L B = 1.071 − ⎜⎜ 2.6616 ⎝ 

v m 2  ⎞⎟ d h  ⎠⎟

(3.77)

Con el límite L B  ≥ 0.13   Y: dh = diámetro hidráulico de la tubería = área transversal/perímetro mojado, pg. L S = 50  + 36 ⋅ N Lv  

(3.78)

L M = 75  + 84 ⋅ N Lv 0.75  

(3.79)

8.  Basándose en el régimen de flujo obtenido en el paso 7 determinar el gradiente de elevación y de fricción:

a)  Régimen de burbuja 1 ⎛  Δ p ⎞ ( ρ L ⋅ H L +  ρ g (1 − H L ))   ⎜ ⎟ = L 144 Δ ⎝   ⎠ e

(3.80)

Donde HL se calcula con: HL = 1−

C1 − C 2   2

(3.81)

105

 

 

Capítulo 3

Flujo multifásico en tuberías verticales

Y: 0.5

4  ⎞ ⎛  C 2 = ⎜ C1 2  − v sg ⎟   0.8  ⎠ ⎝  C1 =  1 +

(3.82)

vm   0.8

(3.83)

El gradiente de fricción se calcula con: 2 ρ L ⋅ v L  ⎞ 1 2 f  1   ⎛  ⋅ ⋅ ⎛  Δ p ⎞ ⎟  ⎜ ⎟ = ⎜ ⎟ ⎜ L 144 2 g d Δ ⋅ ⋅ ⎝   ⎠ f  h  ⎠ ⎝ 

(3.84)

El factor de fricción se calcula utilizando un proceso iterativo con las ecuaciones 2.20 ó 2.21 según sea el caso y con: 124 ⋅ d ⋅ v ⋅ ρ   N

Re L

=

h

μL

L

L

 

(3.85)

b)  Régimen de bache El gradiente de elevación se obtiene de acuerdo al procedimiento delineado  por Griffith y Wallis:  ⎞ 1 ⎛  C 3 ⎛  Δ p ⎞ ⎜⎜ +  ρ  L ⋅ δ ⎟⎟   ⎜ ⎟ = ⎝ ΔL ⎠ e 144 ⎝ v m + v b  ⎠

(3.86)

C 3 =  ρ L (v sL  + v b ) + ρ g ⋅ v sg  

(3.87)

Donde:

El término δ  se conoce como el coeficiente de distribución del líquido, el cual considera los siguientes fenómenos físicos: 1)  El líquido está distribuido en tres espacios: el bache, la película alrededor de la burbuja de gas y dentro de la misma como gotas atrapadas. Un cambio en su distribución cambiará las pérdidas netas por fricción. 2)  Las pérdidas por fricción están constituidas esencialmente por dos componentes, una corresponde al bache de líquido y la otra a la película del mismo.

106

 

 

Capítulo 3

Flujo multifásico en tuberías verticales

3)  La velocidad de elevación de la burbuja se aproxima a cero conforme el flujo tiende al tipo burbuja. El coeficiente de distribución de líquido (δ) se calcula como se indica en la siguiente tabla:

Tabla 3.3. Relación de la ecuación a aplicar, con la velocidad de la mezcla y la fase continua. ECUACIÓN A FASE CONTINUA vm  APLICAR < 10 (3.88) Agua f w > 0.75 >10 (3.89) Aceite f o >0.25

10

(3.91)

Las ecuaciones para obtener δ son: ⎛ d  ⎞ δ = −0.681 + 0.013 ⎜ h ⎟ ⎝ 12  ⎠

−1.38

⎛ d  ⎞ δ = −0.709 + 0.0451 ⎜ h ⎟ ⎝ 12  ⎠ ⎛ d  ⎞ δ = −0.284 + 0.0127 ⎜ h ⎟ ⎝ 12  ⎠ ⎛ d  ⎞ δ = −0.161 + 0.0274 ⎜ h ⎟ ⎝ 12  ⎠

−1.371

⎛ d  ⎞ ⋅ log μ L + 0.232 ⋅ log v m − 0.428 ⋅ log ⎜ h ⎟   ⎝ 12  ⎠

−0.799

−1.415

⎛ d  ⎞ ⋅ log μ L − 0.162 ⋅ log v m − 0.888 ⋅ log ⎜ h ⎟   ⎝ 12  ⎠

(3.88)

(3.89)

⎛ d  ⎞ ⋅ log (μ L + 1) + 0.167 ⋅ log v m  + 0.113 ⋅ log ⎜ h ⎟   (3.90)  (3.90)  ⎝ 12  ⎠

⎛ d  ⎞ ⋅ log (μ L + 1) + 0.569 ⋅  log ⎜ h ⎟   ⎝ 12  ⎠

−1.571 ⎡ ⎛ d h  ⎞ ⎛ d  ⎞⎤ − ⎢0.397 + 0.01 ⋅ ⎜ ⎟ log (μ L + 1) + 0.63 ⋅ log ⎜ h ⎟⎥ log v m   (3.91) ⎝ 12  ⎠ ⎝ 12  ⎠⎥⎦ ⎢⎣

El valor de δ debe estar dentro de los límites siguientes: Para vm < 10 δ ≥ −0.065   ⋅ vm  

(3.92)

Para vm > 10

107

 

 

Capítulo 3

Flujo multifásico en tuberías verticales

δ≥−

⎛   ρ m  ⎞ ⎟  ⎜⎜1 − v m + v b ⎝   ρ L  ⎠⎟

v b

(3.93)

El valor de v b (velocidad de elevación de la burbuja o velocidad del bache,  pies/seg) se determina por ensaye ensa ye y error con las ecuaciones siguientes: siguiente s:  N ReL =

124 ⋅ d h ⋅ v m ⋅ ρ L

 N Re b =

μL

124 ⋅ d h ⋅ v b ⋅ ρ L μL

 

(3.94)

 

(3.95)

El procedimiento para calcular la velocidad del bache se inicia suponiendo un valor de v b = 1.75 pies/seg, y se compara con el calculado de la ecuación 3.96, 3.97, 3.99 ó 3.100 (según sea el caso) hasta que el supuesto sea igual al calculado: Cuando  N ReL  > 6000  tenemos los siguientes tres casos para  N Re b : 1.  Si  N Re b  ≤ 3000 : 0.5

⎛ g  ⋅ d  ⎞ v b = (0.546 + 8.74 × 10 ⋅ N ReL ) ⎜   h ⎟   ⎝  12  ⎠  

−6

(3.96)

2.  Si 3000 ≤ N Re b  ≤ 8000 : 0.5

⎛   13.59 ⋅ μ L  ⎞ ⎟   v b = 0.5 ⋅ α + ⎜⎜ α 2 + 0.5 ⎟  ρ L (d h /12 )  ⎠ ⎝ 

(3.97)

Donde: 0.5

⎛ g  ⋅ d  ⎞ α = (0.251 + 8.74 × 10 ⋅ N ReL ) ⎜   h ⎟   ⎝  12  ⎠  

−6

(3.98)

3.  Si  N Re b  ≥ 8000 : 0.5

⎛ g  ⋅ d  ⎞ v b = (0.350 + 8.74 × 10 ⋅ N Re L ) ⎜   h ⎟   ⎝  12  ⎠  

108

−6

(3.99)

 

 

Capítulo 3

Flujo multifásico en tuberías verticales

Cuando  N Re L ≤ 6000  y N Re b ≤ 32.5   se utiliza la siguiente ecuación para determinar v b: 0.5

⎛ g  ⋅ d h  ⎞ v b = C1 ⋅ C  2 ⎜⎝⎝   12  ⎠⎟  

(3.100)

Donde: C 2 = 1.36 + C 5 +  C 6 ⋅ C 3 + C 7 ⋅ C 3 2  

(3.101)

C 7 = −1.161× 10 -3 + 4.6 × 10 -5 ⋅ C 4 + 2.954 × 10 -3 ⋅ C 4 2 + 5.5 × 10 -4 ⋅ C 4 3 − 6.67 × 10 -4 ⋅ C 4 4   (3.102) C 6 = 0.0413 − 0.01122 ⋅ C 4 + 0.012 ⋅  C 4 2 − 1.1× 10 -3 ⋅ C 4 3 − 1.118 × 10 -3 ⋅ C 4 4   (3.103) C 5 = −0.220623 − 0.03408 ⋅ C 4 + 9.549999 × 10   −3 ⋅ C 4 2 − 8.283001 × 10 −3 ⋅ C 4 3 + 2.645 × 10 −3 ⋅ C 4 4 (3.104) C4 =

 N Re b − 5,500   1,000

(3.105)

C3 =

 N ReL − 3,000   1,000

(3.106)

C1 = 0.013805 + 0.4246 ⋅ C 8  − 0.1753 ⋅ C 8 2 + 0.02363 ⋅ C 8 3   C8   =

 N Re b   10

(3.107) (3.108)

Y si  N ReL ≤ 6000  y N Re b > 32.5 ; C1  = 0.351 y calculamos C2  con las ecuaciones 3.101 a la 3.106 y v b con la ecuación 3.100. El gradiente por fricción se obtiene con la ecuación: 2

f ⋅ v m ⋅ ρ L ⎛  Δ p  ⎞ ⎜ ⎟ = ⎝ ΔL ⎠ f  12 ⋅ (2 ) ⋅ g ⋅ d h

⎛ v sL + v b  ⎞ ⎜⎜   + δ ⎟⎟   + v v  ⎠ ⎝  m  b

(3.109)

El factor de fricción se puede calcular con la ecuación 2.21 y el número de Reynolds con la ecuación:

109

 

 

Capítulo 3

Flujo multifásico en tuberías verticales

 N ReL =

124 ⋅ d h ⋅ v m ⋅ ρ L μL

 

(3.110)

c)  Régimen de transición bache-niebla. Para este caso Orkiszewski adoptó el método de interpolación propuesto por Duns y Ros que consiste en calcular ( Δ p/ΔL)e  y ( Δ p/LΔ)f   en las fronteras  para flujo bache y flujo niebla, para luego ponderar linealmente cada c ada término respecto al valor de N gv. La zona de transición está definida por: Lm > Ngv >Ls 

(3.111)

Donde: 0.75 L m = 84 ⋅ N   Lv + 75  

(3.112)

El valor del término por elevación, está dado por:  N gv - L s ⎛  Δ p ⎞ L m − N gv ⎛  Δ p ⎞ ⎛  Δ p ⎞   = + ⎟ ⎟ ⎜ ⎜ ⎟ ⎜ L L L L L L L Δ − − Δ Δ ⎝   ⎠ e  ⎠ e  ⎠ e m s ⎝  m s ⎝   bache niebla

(3.113)

Y el término por fricción, por: L m − N gv ⎛ Δ p ⎞ ⎛  Δ p ⎞ ⎜ ⎟ = ⎜ ⎟ ⎝ ΔL ⎠ f  L m − L s ⎝ ΔL ⎠ f 

 bache

+

 N gv - L s ⎛  Δ p ⎞ ⎜ ⎟ L m − L s ⎝ ΔL ⎠ f 

 

(3.114)

niebla

Se obtiene un valor más preciso del factor de fricción en la región de niebla, si el gasto de gas se obtiene con la siguiente ecuación: ⎛  ρ   ⎞ q g = A p ⋅ L m ⎜⎜ L ⎟⎟ ⎝ g ⋅ σ L  ⎠  

−0.25

 

(3.115)

d)  Régimen de niebla. Para calcular el gradiente de presión correspondiente a esta región se aplica el método de Duns y Ros. La región de niebla está definida para:  Ngv > Lm 

110

(3.116)

 

 

Capítulo 3

Flujo multifásico en tuberías verticales

El gradiente por elevación, dado que el líquido va en suspensión dentro de la corriente de gas y no existe diferencia de velocidad entre las fases, se calcular: ⎜⎛  Δ p ⎞⎟ = 1 ⎛  ⎜⎜  ρ L ⋅ v sL  + ρ g ⋅ v sg  ⎞⎟⎟   144 vm L Δ ⎝   ⎠ e ⎝   ⎠

(3.117)

En el gradiente por fricción, se considera que la mayor parte de las caídas de  presión por fricción se deben d eben al flujo de gas por la tubería. 2

⎛  Δ p ⎞ 12  ⋅ f  ⋅ v sg ⋅ ρ g   ⎜ ⎟ = L 2 g d ⋅ ⋅ Δ ⎝   ⎠ f  h

(3.118)

El factor de fricción se puede calcular con la ecuación 2.21 y con el número de Reynolds de la ecuación: 124 ⋅ d h ⋅ v sg ⋅ ρ g  N ReL =

 

μg

(3.119)

En este caso la rugosidad relativa ε/d se determina a través de una función del número de Weber según los lineamientos establecidos por Duns y Ros, quienes señalan que sólo será significativo cuando su valor esté comprendido entre 1 x 10-3 y 0.5. Entre estos límites, ε/d se calcula de la siguiente manera: Si:  N w   < 0.005   ε 

d

=

0.8994 ⋅ σ L  ⋅  ρ g v sg

2

⋅

(3.120)  

(3.121)

dh

Y si:  N w   ≥ 0.005  

(3.122)

4.6242 ⋅ σ L ⋅ N w 0.302   = 2 d   g ⋅ v sg ⋅ d h  ρ 

(3.123)

ε 

Donde:

111

 

 

Capítulo 3

Flujo multifásico en tuberías verticales

 N w = 0.093

 ρ g ⎛ v sg ⋅ μ L  ⎞

⎜  ρ L ⎜⎝  σ L

2

⎟⎟    ⎠

(3.124)

9.  Calcular ΔL de la siguiente ecuación: ⎛ Δ p ⎞ ⎛ Δ p ⎞ ⎟ +⎜ ⎟ ⎜ ⎛ Δ p ⎞ ⎝ Δh ⎠ e ⎝ Δh ⎠ f    ⎜ ⎟ = 1 − E k  ⎝ Δh ⎠ T

(3.125)

Donde: E k  =

Wm ⋅ v sg   4,637 ⋅ p ⋅ A p

(3.126)

Ek  es  es el término donde se incluyen las caídas de presión por aceleración. 10. Si la Δh calculada en el paso 9 no es igual a la supuesta en el paso 4, entonces repetir el procedimiento a partir del paso 4 tomando como supuesta la Δh calculada en el paso 9. Este procedimiento se repite hasta que Δhsup = Δhcal. 11. Determinar los valores de p y Z para ese incremento Δh. 12. Repetir el procedimiento del paso 3 hasta completar la profundidad total del pozo.

3.2.5 Beggs y Brill La correlación de Beggs y Brill (1973) fue desarrollada en 584 pruebas tomadas de datos obtenidos experimentalmente de una prueba de arreglo a pequeña escala. La prueba consistió en una sección de tubería de acrílico de 1 pg y 1.5 pg de diámetro y de 90 pies de longitud, la cual tenia un mecanismo que podía inclinar la tubería de horizontal a vertical y los fluidos utilizados eran aire y agua. Los parámetros estudiados y sus rangos de variación son: •  Gasto de gas, 0 a 300 Mpies 3/día; •  Gasto de líquido, 0 a 30 gal/min (0 a 1.635 x 10 6 litros/día); •  Presión promedio del sistema, 35 a 95 psia; •  Diámetro de la tubería, 1 y 1.5 pg; •  Colgamiento de líquido, 0 a 0.870; •  Gradiente de presión, 0 a 0.8 psi/pie; •  Ángulo de inclinación, -90o a +90o; •  Patrón de flujo horizontal. Para cada diámetro de tubería, los gastos de líquido y gas variaban por lo que se  pudieron observar todos los patrones de flujo cuando la tubería estaba en posición 112

 

 

Capítulo 3

Flujo multifásico en tuberías verticales

horizontal. Una vez establecido cada patrón de flujo se procedió a variar el ángulo de inclinación, así que se pudo observar como el ángulo de inclinación afectaba el colgamiento y el gradiente de presión. El colgamiento y el gradiente de presión fueron medidos en ángulos que variaban de 5, 10, 15, 20, 35, 55, 75 y 90 grados, y se encontró que el colgamiento +50obtuvieron grados y a Beggs su valory mínimo -50 grados. El mapa de llegaba patronesa su devalor flujomáximo originalenque Brill fueen ligeramente modificado para poder incluir la zona de transición entre el patrón de flujo segregado y el intermitente. El mapa de patrones de flujo modificado fue sobrepuesto al original y se muestra en la figura 3.13. La ecuación para determinar el gradiente de presión es: ⎡g f T ⋅ M m ⋅ v m ⋅12 ⎤ ⎢ g ⋅ ρ m ⋅ sen θ + ⎥ 2 ⋅ gc ⋅ d Δ p ⎣ c ⎦  = Δh ⎡  ρ  ⋅ v ⋅ v ⎤ 144 ⎢1 - m m sg ⎥ ⎣ g c ⋅ p ⋅ (144) ⎦

(3.127)

Figura 3.13. Mapa de patrón de flujo horizontal modificado. Resolviendo la ecuación 3.127 para el incremento en la profundidad, Δh:

113

 

 

Capítulo 3

Flujo multifásico en tuberías verticales

⎡

Δh =

 ρ m ⋅ v m ⋅ v sg

⎤ ⎥ ⎣ g c ⋅ ( p + 14.7 )(144 )⎦   g ⋅ ρ m f  ⋅ M ⋅ v ⋅12 senθ + T m m g 2⋅g ⋅d

Δ p ⋅ (144 )⎢1 −

c

(3.128)

c

 Procedimiento de cálculo:

Comenzando con una presión conocida p1, seleccionar el valor para p2 y suponer un valor Δh entre los dos puntos de modo que la T , que está en función de llaa profundidad,  pueda ser evaluada. Calcular el incremento en la profundidad, que debe coincidir con el valor supuesto. 1.  Calcular la presión (psia) y profundidad promedio entre los dos puntos de presiones dadas:  p =

 p1 + p 2   + p atm   2

h =  h +

Δh

2

 

(3.129) (3.130)

 para  p1   2.  Determinar la temperatura temperatura promedio T , a la profundidad promedio. Este valor se debe conocer de la relación temperatura vs profundidad (gradiente de temperatura). 3.  Del análisis PVT o las correlaciones apropiadas, calcular a la  p y T : R s , B o , B w , μ o , μ w , μ g , σ o , σ w , Z  

(3.131)

4.  Calcular la densidad relativa del aceite. γo =

141.5     131.5 + o API

(3.132)

5.  Calcular las densidades del líquido y del gas en lb m/pie3 a  p y T . 1  ⎞ ⎛  ⎛  WOR   ⎞   ⎟ + ρ w ⎜ ⎟  ⎝ 1 + WOR  ⎠ ⎝ 1 + WOR  ⎠

(3.133)

350 ⋅ γ o + 0.0764 ⋅ R s ⋅ γ g   5.6146 ⋅ B o

(3.134)

 ρ L =  ρ o ⎜

 ρ o =

114

 

 

Capítulo 3

Flujo multifásico en tuberías verticales

 ρ w =

350 γ w   5.6146 B w

(3.135)

0.0764 ⋅ γ g ⋅ p ⋅ 520  ρ  g  = (14.7 )(T + 460 ) Z  

(3.136)

6.  Calcular los gastos de gas y líquido in situ (a condiciones de escurrimiento). 3.27 × 10 −7 ⋅ Z ⋅ q o (R - R s ) (T + 460 ) qg =    p

q L = 6.49  × 10 −5  (q o ⋅ B o + q w ⋅ B w )  

(3.137) (3.138)

Donde: qL y qg = pies3/seg  

7. Calcular las velocidades superficiales del gas, líquido y la mezcla in situ.  144 ⋅ q L v sL =   A p v sg =

 144 ⋅ q g

(3.139)

 

(3.140)

v m = v sL + v sg  

(3.141)

A p

8.  Calcular el flujo másico del gas, líquido y total. G =  ρ  ⋅ v   L

L

(3.142)

sL

G g =  ρ g ⋅ vsg  

(3.143)

G T =  G L + G g  

(3.144)

9.  Calcular el colgamiento de líquido sin resbalamiento con la ecuación 2.73. 10. Calcular el Número de Froude, NFR , la viscosidad del líquido y de la mezcla, y la tensión superficial del líquido. vm2  N FR  =   g ⋅ d/12

(3.145)

115

 

 

Capítulo 3

Flujo multifásico en tuberías verticales

1  ⎞ ⎛  ⎛  WOR   ⎞ ⎟ + μw ⎜ ⎟  ⎝ 1 + WOR  ⎠ ⎝ 1 + WOR  ⎠

μ L = μ o  ⎜

μ m = μ L ⋅  λ + μ g (1 − λ )    

1  ⎞ ⎛  ⎛  WOR   ⎞   ⎟ + σ w ⎜ ⎟  ⎝ 1 + WOR  ⎠ ⎝ 1 + WOR  ⎠

σ L = σ o  ⎜

(3.146) (3.147) (3.148)

11. Calcular el Número de Reynolds sin resbalamiento y el número de velocidad del líquido.  N Re =

 N Lv

M m ⋅ d/12   μ m ⋅ 6.72 × 10 −4

⎛  ρ   ⎞ = 1.938 v ⎜ L ⎟ sL σ L ⎜⎝   ⎠⎟

(3.149)

0.25

 

(3.150)

12. Para determinar el patrón de flujo que existe en el flujo horizontal, calcular los  parámetros correlacionados, L 1, L2, L3, y L4. L1 = 316     ⋅ λ 0.302  

(3.151)

L 2 = 0.0009252    λ −2.4684  

(3.152)

L 3  = 0.10   λ -1.4516  

(3.153)

L 4  = 0.5   λ -6.738  

(3.154)

13.  Determine el patrón de flujo usando los siguientes límites:  < L1  λ   < 0.01 y NFR  < Segregado

ó λ   ≥   0.01 y NFR  <  < L2 

Transición

λ   ≥   0.01 y L2 < NFR   ≤  L3 

Intermitente Distribuido

116

0.01 ≤  λ   < 0.4 y L3 < NFR   ≤  L1 ó λ   ≥   0.4 y L3 < NFR   ≤  L4  λ   < 0.4 y NFR   ≥  L1  ó λ   ≥   0.4 y NFR  >  > L4 

 

 

Capítulo 3

Flujo multifásico en tuberías verticales

14. Calcular el colgamiento horizontal, HL  (0). Si el patrón de flujo es transición, es necesario interpolar entre los valores de flujo segregado y el intermitente.  b

H L (0) = a ⋅ λ  c   ( N FR )

(3.155)

Donde a, b y c son determinados para cada patrón de flujo de la tabla siguiente: Tabla 3.4. Coeficientes para determinar el colgamiento según el patrón de flujo. Patrón de Flujo a b c

Segregado

0.98

0.4846

0.0868

Intermitente Distribuido

0.845

0.5351

0.0173

1.065

0.5824

0.0609

15. Calcular el coeficiente del factor de corrección por inclinación: C = (1 − λ )ln[d ⋅  (λ ) ⋅ ( N Lv ) ⋅ ( N FR  ) e

f 

 g 

 

(3.156)

]

Donde d, e, f y g se determinan para cada condición de flujo de la tabla: Tabla 3.5. Coeficientes para la corrección por inclinación. Patrón de Flujo d e f

Segregado ascendente Intermitente ascendente Distribuido ascendente Todos los patrones de flujo descendente

0.011

- 3.768

3.539

2.96

0.305

- 0.4473

g - 1.614 0.0978

Sin Corrección (C = 0) 4.70

- 0.3692

0.1244

- 0.5056

16. Calcular el factor de corrección del colgamiento de líquido debido a la inclinación: ψ = 1 + C sen (1.8 ⋅ θ ) − 0.333 ⋅ sen 3 (1.8 ⋅ θ )  

(3.157)

Para pozos verticales se usa: ψ = 1 +  0.3 ⋅ C  

(3.158)

17. Calcular el colgamiento de líquido corregido y la densidad de la mezcla con: H L (θ ) = (H   L (0 )) ⋅  ψ  

(3.159) 117

 

 

Capítulo 3

Flujo multifásico en tuberías verticales

  g (1 − H L )    ρ m =  ρ L ⋅ H   L + ρ 

(3.160)

18. Calcular la relación del Factor de Fricción de las dos fases (f T) con respecto al Factor de Fricción sin resbalamiento (f ns). f T = eS ,   f ns

(3.161)

Donde: S=

ln(y )   {− 0.0523 + 3.182 ⋅ ln(y) − 0.8725[ln(y )]2 + 0.01853   ⋅ [ln(y )]4 }

(3.162)

Y: λ 

 =

y [H L  (θ )]2  

(3.163)

S se indetermina en un punto del intervalo 1 < y < 1.2; para “y” en este intervalo, la función S se calcula de: S = ln ( 2.2 y − 1.2)  

(3.164)

19. Calcular el Factor de Fricción sin considerar el resbalamiento. f ns =

1 ⎡  ⎞⎤ ⎛   N Re ⎜ 2 log   ⎢ ⎜ 4.5223 log N − 3.8215 ⎟⎟⎥ Re  ⎠⎦ ⎝  ⎣

2

 

(3.165)

o:   + f ns = 0.0056

0.5

( N Re )0.32

 

(3.166)

20. Calcular el factor de fricción de las dos fases. f T =  f ns ⋅ 21. Calcular Δh:

118

f T   f ns

(3.167)

 

 

Capítulo 3

Flujo multifásico en tuberías verticales

⎡

Δh =

 ρ m ⋅ v m ⋅ v sg

⎤ ⎥ ⎣ g c ⋅ ( p + 14.7 )(144 )⎦   g ⋅ ρ m f  ⋅ M ⋅ v ⋅12 sen θ + T m m ⋅ ⋅

Δ p ⋅ (144 )⎢1 −

(3.168)

gc 2 gc d Si el valor supuesto en el paso 1 y el calculado en el paso 21 no son suficientemente cercanos, el valor calculado es tomado como el nuevo valor supuesto de Δh y el  procedimiento se repite hasta que los valores se sean an iguales. Un nuevo incremento de presión es escogido y el procedimiento continúa hasta que la suma de todas las Δh’s sea igual a la  profundidad del pozo.

3. 3.3 3 Ejemplos 3.3.1 Método Poettman y Carpenter. 1.  Dados los siguientes datos: d = 1.995 pg. T1 = 120 oF T2 = 150 oF Presión en la cabeza = p1 = Presión de fondo = p2 = Presión atmosférica = qo = qw = R=  ρ o  = γg = γw = σw = σo = μg =

500 psig 1,000 psig 14.7 psia. 400 bpd 600 bpd 500 pies3/bl 22 oAPI 0.65 1.07 70 dinas/cm. (cte) 30 dinas/cm. (cte) 0.018 cp. (cte)

2.  Para este ejemplo no se realiza grafica. 3.  Determina la masa en barriles de aceite a condiciones estándar.

119

 

 

Capítulo 3

Flujo multifásico en tuberías verticales

M = (350 )(0.922) + (0.0764 )(1250 )(0.65) + (350 )(1.07 )(1.5) M = 323 + 62 + 562   lb M = 947 m  bl O 4.  El gasto total de masa por día (w m) es: w m = (400  )(947 ) = 378,800

lb m   dia

5.  Comienza los cálculos con p1 = 500 psig. 6.  Calcula el volumen del aceite, gas y agua a 500 psig. (Bo y Rs calculados con ecuaciones capitulo1)  pies 3 Bo = 1.043 Rs = 59    bl VT = (5.61)(1.043) + (5.61)(1.5)  + (1250 − 59 )⎜⎛  14.7  ⎠⎟⎜⎛  580 ⎠⎟(0.935)   ⎝ 514.7 ⎞ ⎝ 520 ⎞ = 5.88 + 8.43 + 35.69 = 50 pie 3

 

7.  Densidad a 500 psig.  ρ m1 =

947 lbm = 18.96 3   50  pie

8.  El gradiente de presión, de la figura 3.1 3 .1   dp  psi dh = 0.176 pie a 500 psig   9.  Determinar el gradiente de presión a 1000 psig. Bo = 1.083  pie 3   Rs = 120  bl Z = 0.90 ⎛  14.7  ⎞⎛ 610 ⎞⎛ 0.90 ⎞ 3 VT = (1.083)(5.61) + (1.5)(5.61) + (1130)⎜ ⎟ = 31.8pie   ⎟⎜ ⎟⎜ ⎝ 1014.7 ⎠⎝ 520 ⎠⎝  1  ⎠

120

 

 

Capítulo 3

Flujo multifásico en tuberías verticales

 ρ m2 =

947 lbm = 29.8 3   31.8  pie

De la figura 3.1 se obtuvo: dp  psi = 0.236   a 1000 psig   dh  pie 10. Gradiente de presión promedio. 0.176 + 0.236  psi ⎛ dp ⎞   = = 0.206 ⎜ ⎟ 2  pie ⎝ dh ⎠  prom 11. La distancia entre 500 y 1000 psi es:  p 2 − p1 1000 − 500   = = 2,427  pies   0.206 ⎛ dp ⎞ ⎜⎝ dh ⎠⎟ prom 12. La profundidad del pozo sin incluir las pérdidas por fricción es de 2,425 pies. 13.  1.4737 × 10 −5 (378,800 ) d ⋅ v ⋅ ρ  = = 33.6   1.995/12 14. De la figura 3.2 se obtuvo el valor de f = 0.0080. 15.   ρ m =

 ρ m1  +  ρ m 2

2

=

lb 18.96 + 29.8   = 24.38  m3   2  pie

2  ⎞⎤ ⎛  ( ) )( ( ) 1 ⎡ 0 . 008 3 78 , 800  psi ⎛ dp ⎞ ⎟ =   0 . 205   ⎜ ⎟ = ⎢24.38 + ⎜⎜ ⎥ 5 ⎟ 10  pie ( ) ( ) 7 . 413 10 24 . 38 1 . 995 / 12 × ⎝ dh ⎠ T 144 ⎢⎣ ⎥  ⎠⎦ ⎝ 

16. 

 p 2 − p1 1000 − 500 = = 2,439  pies     0.205 ⎛ dp ⎞ ⎜ ⎟ ⎝ dh ⎠ T

121

 

 

Capítulo 3

Flujo multifásico en tuberías verticales

3.3.2 Método Duns y Ros Calcular la longitud para una Δ p dada con los siguientes datos: Diámetro nominal = 1.25 pg. Diámetro de flujo = 1.38 pg Temperatura superficial = T1 = 120 oF Temperatura en el fondo = T 2 = 150 oF Presión en la cabeza = p1 = 500 psig Presión de fondo = p 2 = 1,000 psig qo = 400 bpd qw = 600 bpd R = 500 pies3/bl o  ρ o  = 22 API γg = 0.65 γw = 1.07 σw = 70 dinas/cm. σo = 30 dinas/cm. μ  = 0.02 cp. 1. 

g

γo =

141.5 141.5   = = 0.9218   o 131.5 + API 131.5 + 22

2.  WOR =

q w 600 = = 1.5   q o 400

lb ⎛  1  ⎞ ⎛  1.5  ⎞   )⎜ ⎟ + (1.07 )(350 ⎟ + (0.0764 )(500)(0.65) = 378.582  m  bl o c.s. ⎝ 1 + 1.5 ⎠ ⎝ 1 + 1.5 ⎠

M = (0.9218)(350 )⎜  

3.    + 1.07 1.5 ⎤⎥ = 63.0972  lb m3    ρ L = 62.428⎡⎢0.9218 1 ⎣

4. 

 p =

T=

122

2.5 ⎦

 pie

 p1 + p 2 500 + 1000 + p atm = + 14.7 = 764.7 psia   2 2

5. 

6. 

2.5

T1 + T2 120 + 150 = = 135  0 F   2 2 Z = 0.912  

 

 

Capítulo 3

Flujo multifásico en tuberías verticales

7.  lb ⎛  520  ⎞⎛ 764.7 ⎞⎛  1  ⎞   ⎟⎜ ⎟ = 2.4755  m3   ⎟⎜  pie ⎝ 135 + 460 ⎠⎝  14.7  ⎠⎝ 0.912 ⎠

 ρ g = 0.65(0.0764 )⎜

8.  Con las ecuaciones 1.51 a la 1.57 se obtuvo μ o : μ o   = 7.7813 cp  

9.  Con la ecuación 1.110 se obtuvo: μ w   = 0.5313 cp  

10.  1  ⎞ ⎛ 1.5 ⎞ ⎛  1  ⎞ ⎛  ⎛  WOR   ⎞   ⎟ = 7.7813⎜ ⎟ = 3.4313 cp   ⎟ + μw ⎜ ⎟ + 0.5313⎜ + + 1 WOR  1 WOR  2 . 5 2 . 5 ⎝   ⎠  ⎠ ⎝  ⎝   ⎠  ⎠ ⎝ 

μL = μo ⎜

11.

 

1  ⎞ dinas ⎛ 1.5 ⎞ ⎛  1  ⎞ ⎛  ⎛  WOR   ⎞       ⎟ = 54  ⎟ + 70⎜ ⎟ + σ w ⎜ ⎟ = 30⎜ 1 WOR  1 WOR  + 2 . 5 + 2 . 5 cm ⎝   ⎠  ⎠ ⎝   ⎠  ⎠ ⎝  ⎝ 

σ L = σ o ⎜

12. 

R s = 107.22 pies3/bl

13. 

Bo = 1.0736

14.  A p =

π ⋅ d2

4

2

= 

π (1.38)

4

= 1.4957 pg 2  

15.   N Lμ

⎛  1  ⎞ ⎟ = 0.15726 ⋅ μ L ⎜ ⎜  ρ  ⋅ σ 3L ⎟  ⎠ ⎝  L

16. Suponiendo Bw = 1.0 v sL =

0.25

⎛   ⎞ 1 ⎟ = 0.15726(3.4313)⎜⎜ 3 ⎟ ( ) ( ) 63 . 0972 54 ⎝   ⎠

0.25

= 9.6112 × 10 −3

 

(5.6142 ) (144)1000 ⎡  pies ⎛  1  ⎞ ⎛ 1.5 ⎞⎤    ⎢1.0736⎜ ⎟ + 1⎜ ⎟⎥ = 6.44 (86,400 )(1.4957 ) ⎣ seg ⎝ 2.5 ⎠ ⎝ 2.5 ⎠⎦

123

 

 

Capítulo 3

Flujo multifásico en tuberías verticales

17.   N Lv

⎛ ρ   ⎞ = 1.938 ⋅ v sL ⎜⎜ L ⎟⎟ ⎝ σ L  ⎠  

0.25

⎛ 63.0972 ⎞ = 1 .938(6.44 )⎜ ⎟ ⎝  54  ⎠

0.25

= 12.9761  

18.  1  ⎞⎤ ⎟⎥  pies   + 460 ⎞⎛ 0.912 ⎞ ⎝ 1 + 1.5 ⎠⎦ ⎛  14.7  ⎞⎛ 135 ⎣   ⎟ = 10.2179  ⎟⎜ ⎟⎜ ⎜ 86,400 (1.4957 ) seg ⎝ 764.7 ⎠⎝  520  ⎠⎝  1  ⎠ ⎡

(144)()(1000)⎢500 − 107.22⎛ ⎜ v sg =  

19.   N gv

⎛  ρ   ⎞ = 1.938 ⋅ v sg ⎜⎜ L ⎟⎟ ⎝ σ L  ⎠  

0.25

⎛ 63.0972 ⎞   (10.2179 )⎜ = 1.938 ⎟ ⎝  54  ⎠

0.25

= 20.5882  

20.   N d =

120.872(1.38) ⎛ 63.0972 ⎞   ⎜ ⎝ 

12

54

⎟  ⎠

0.5

= 15.0256  

21. De la figura 3.3 y con N gv y NLv se tiene que el flujo se encuentra en la Región II. 22. Para la Región II el factor de resbalamiento se obtiene de la siguiente manera: De la figura 3.6 se tiene que: F5 = 0.19 F6 = - 0.1 F7 = 0.092

Y:

F6' = 0.029 ⋅ N d + F6 = 0  .029 (15.0256 ) − 0.1 = 0.3357   Por lo que :

( N gv )0.982 + F6'

(20.5882 )0.982 − 0.3357  = (1 + 0.19  ) S = (1 + F5 ) = 4.7379   (1 + F7 ⋅ N Lv )2 (1 + 0.092(12.9761))2 23.  vs = 24. 

S 0.25

1.938 ( ρ L /σ L )

4.7379  pie   = 2.3514  0.25 seg 1.938(63.0972 / 54)

= 

2.3514 − 10.2179 − 6.44 + [(2.3514 − 10.2179 − 6.44)2 + 4(2.3514 )(6.44)] HL =   = 2 (2.3514 )   0.5

124

 

 

Capítulo 3

Flujo multifásico en tuberías verticales

H L   = 0.4210   Este valor de HL puede revisarse haciendo: vs =

v sg v 10.2179 6.44  pie   − sL =   − = 2.35  1 − H L H L 1 − 0.4210 0.4210 seg

Como es igual al vs calculado en el paso 23, el H L calculado es el correcto. 25.   N ReL =

1488   ρ L ⋅ v sL ⋅ d 1488(63.0972 )(6.44 )( )(1.38) = = 20,264   12 ⋅ μ L 12(3.4313)

26. El gradiente de fricción para la Región II es: De la figura 3.7 obtenemos: f 1 = 0.0064 Para poder obtener f 2 primero calculamos: R  = 2/3

f 1 ⋅ R ⋅ ( N d )

v sg 10.2179 = = 1.5866   v sL 6.44 2/3

= 0 .0064 (1.5866)(15.0256)

= 0.0618  

Con este valor, de la figura 3.8 obtenemos f 2 = 1.05 f 3 = 1 + f 1 (R/50)0.5 = 1 + (0.0064)(1.5866/50)0.5 = 1.0011 Y:

f w = (f 1 )

f 2 1.05 = 0.0064   = 6.7126 × 10 −3   f 3 1.0011

Por lo tanto: τ fr  = 2 f w

 N Lv  N Lv + N  gv 12.9761   (12.9761 + 20.5882) = 2(6.7126 × 10 −3 ) = 0.3891    N d 15.0256 τ fr   = 0.3891  Adimensional  

27. El gradiente estático es: 125

 

 

Capítulo 3

Flujo multifásico en tuberías verticales

τ st = H L + (1 −   + (1 − 0.4210 )(0.03923) = 0.4437  Adimensional     H L ) N ρ  = 0.4210

Donde:  N ρ  =

 ρ g  ρ L

= 2.4755 = 0.03923  

63.0972

28. El gradiente de presión total es: τ T  = τ st  + τ fr  = 0.4437   + 0.3891 = 0.8328  

29. El gradiente de presión total en psi/pie es: dp τ T   ⋅ ρ L (0.8328)(63.0972 )  psi   = = = 0.3649  dh T 144 144  pie  

30. Determinar la longitud: Δh =

Δ p

dp dh T

=

1000 − 500 = 1,370.24 pies   0.3649

3.3.3 Método Hagedorn y Brown (general). El siguiente problema se trabajó por el método Hagedorn y Brown para tubería de 2  pulgadas con un diámetro interno de 1.995 pulgadas. Como se muestra en el  procedimiento se determinará la distancia entre 500 psi y 1000 psi. d = 1.995 pg. Temperatura superficial = T1 = Temperatura en el fondo = T2 = Presión en la cabeza = p1 = Presión de fondo = p 2 = Presión atmosférica = qo = qw = R=  ρ o  = γg = γw = σw = σo = μg =

126

120 oF 150 oF 500 psig 1,000 psig 14.7 psia. 400 bpd 600 bpd 500 pies3/bl 22 oAPI 0.65 1.07 70 dinas/cm. (cte) 30 dinas/cm. (cte) 0.018 cp. (cte)

 

 

Capítulo 3

Flujo multifásico en tuberías verticales

Se requiere la distancia entre los puntos de presión 500 psi y 1000 psi. Solución: 1.  Peso específico del aceite. γ o =

141.5 = 0.9218   131.5 + 22

2.  Encuentra la masa asociada con un barril de líquido a condiciones de tanque. ⎛  1  ⎞ ⎛  1.5  ⎞   )⋅ ⎜ ⎟ + (1.07 ) ⋅ (350 ⎟ + ⋅(0.0764) ⋅ (500 ) ⋅ (0.65) = 378.5854   ⎝ 1 + 1.5 ⎠ ⎝ 1 + 1.5 ⎠

M = (0.09218)⋅ (350) ⋅ ⎜

3.  Calcular el flujo másico w m = (400 + 600)  ⋅ (378.5854) = 378545  lbm día   4.  Calcular la densidad de la fase líquida.   107.22   ⋅ 0.65 ⋅ (0.0764) ⎤ ⎡ ( ) 0 . 9218 62.4 ⋅ + ⎥ ⎛  1  ⎞ ⎡ ⎢ lb ⎛  1.5  ⎞⎤ 5.614  ρ L = ⎢ ⎟ + ⎢1.07 ⋅ (62.4) ⋅ ⎜ ⎟⎥ = 62.01  m3 ⎥ ⋅⎜ 1.0736  pie ⎝ 1 + 1.5 ⎠⎦ ⎥ ⎝ 1 + 1.5 ⎠ ⎣ ⎢ ⎦ ⎣

 

5.  Calcular la presión. Presión media =  p =

500 + 1000

+ 14.7 = 764.7 psia  

2 6.  Calcular Z. Temperatura media = T =

120 + 150   = 135o F    2 Z = 0.91

7.  Calcular la densidad media de la fase gaseosa. ⎛ 764.7 ⎞ ⎛ 520 ⎞ ⎛  1  ⎞   ⎟⋅⎜ ⎟ = 2.4810 lbm/cu pie   ⎟⋅⎜ ⎝  14.7  ⎠ ⎝ 595 ⎠ ⎝ 0.91 ⎠

 ρ  g  = (0.65) ⋅ (0.0764 ) ⋅ ⎜

127

 

 

Capítulo 3

Flujo multifásico en tuberías verticales

8.  Rs media es: Rs  = 107.22   9.  Calcular la viscosidad media del aceite: o =

7.7813 cp  

10. La viscosidad media del agua es: w =

0.5313 cp  

11. Determinar la viscosidad líquida de la mezcla: ⎛  1.5  ⎞ ⎛  1  ⎞ ⎟ = 3.4313 cp   ⎟  + 0.5313 ⋅ ⎜ + + 1 1 . 5 1 1 . 5  ⎠ ⎝   ⎠ ⎝ 

μ L = 7.7813 ⋅ ⎜

12. Asumiendo la tensión superficial constante en cada punto de presión, calcular la tensión superficial de la mezcla líquida. ⎛  1  ⎞ ⎛  1.5  ⎞ ⎟  + 70 ⋅ ⎜ ⎟ = 54 dinas/cm   1 1.5 1 1.5 + + ⎝   ⎠ ⎝   ⎠

σ L = 30 ⋅ ⎜

Esto representa sólo una aproximación de la tensión superficial de la fase líquida. 13. Calcular el número de viscosidad del líquido N L. 1  ⎞ 4

⎛ 

1 ⎟ 3 ⎟ = 0.0097   ⎝ 62.0121 ⋅ 54  ⎠

 N L = 0.15726 ⋅ 3.4313  ⋅ ⎜⎜ 14. Determinar CNL de la figura 3.9.

CN L   = 0.002   15. Calcular el área de la Tp. 2

A p =

Π ⋅ (1.995 )

 

(144 ) ⋅ 4

= 0.0217 pie 2  

16. Obtener Bo a  p y T . Capítulo 1 B O   = 1.0736   128

 

 

Capítulo 3

Flujo multifásico en tuberías verticales

 pie 17. Asumiendo B W   = 1.0 , calcular la velocidad superficial del líquido v sL ,   seg 1.5  ⎞⎟⎤ = 3.08  pie   1  ⎞⎟ + 1⋅ ⎛  v sL = 5.61 ⋅ (600 + 400 ) ⋅ ⎡⎢1.0736   ⋅ ⎛  ⎜ ⎜ ⎥ seg 86400 ⋅ 0.0217 ⎣ ⎝ 1 + 1.5 ⎠ ⎝ 1 + 1.5 ⎠⎦ 18. Calcular el número de velocidad del líquido N LV. 1

62.0121 ⎞ 4  N LV = 1.938 ⋅ 3.08 ⋅ ⎛  ⎜ ⎟ = 6.1520   ⎝  54  ⎠ 19. Calcular la velocidad superficial del gas, v sg. 1  ⎞⎤ ⎟⎥  pie ⎝ 1 + 1.5 ⎠⎦ ⎛  14.7  ⎞ ⎛ 595 ⎞ ⎛ 0.91 ⎞ ⎣ 86400 ⋅ 0.0217   ⎜⎝  1  ⎠⎟ = 4.8784  seg   ⎜⎝ 520 ⎠⎟ ⋅ ⎝  ⎜⎝ 764.7 ⎠⎟ ⋅ ⎝  ⋅ ⎝  ⎡

(600 + 400 ) ⋅ ⎢500 − 107.22 ⋅ ⎛ ⎜ v sg =

20. Calcular el número de velocidad del gas, N Gv. 1  ⎞ 4

⎛ 62.0121 ⎟ = 9.7870   54  ⎠ ⎝ 

 N Gv = 1.938 ⋅ 4.8784   ⋅⎜

21. Revisar el régimen de flujo para determinar si se continúa con la correlación Hagedorn y Brown o se procede con la correlación de Griffith para el flujo burbuja. El numero “A” se calcular con la siguiente fórmula: 2

A = 1.071- 0.2218 ⋅ (3.08 + 4.8784) = −83.41   0.166 Si A ≥ 0.13  entones utiliza ese valor, y, si es menor a 0.13 usa A = 0.13 El número “B” se calcula con la siguiente fórmula: 4.8784 = 0.61 3.08 + 4.8784 Como A L B ,   N gv < L S , el patrón de flujo es bache. vm Para determinar δ hacemos: Calculamos el flujo fraccional de aceite o de agua: f o =

1 1   = = 0.4   1 + WOR  1 + 1.5

f w = 1 – f o =1-0.4 = 0.6 Por lo que el principal líquido que fluye en la tubería es agua (fase continua), y como vm < 10 utilizamos la ecuación 3.88: ⎛ d  ⎞ δ = −0.681 + 0.013 ⎜ h ⎟ ⎝ 12  ⎠ ⎛ 1.38 ⎞ δ = −0.681 + 0.013 ⎜ ⎟ ⎝  12  ⎠

−1.38

−1.38

⎛ d  ⎞ ⋅ log μ + 0.232 ⋅ log v − 0.428 ⋅ log ⎜ h ⎟   L m ⎝ 12  ⎠

⎛ 1.38 ⎞ ⋅ log (3.4313) + 0.232 ⋅ log (9.9414 ) − 0.428 ⋅ log ⎜ ⎟ = 1.4521 ⎝  12  ⎠

  δ ≥  −0.065(9.9414 )  

Como δ ≥  −0.6462 , entonces el valor de δ es correcto.  b) 

Para determinar v b hacemos lo siguiente: Calculamos el número de Reynolds:

135

 

 

Capítulo 3

Flujo multifásico en tuberías verticales

 N ReL =

124 ⋅ d h ⋅ v m ⋅ ρ L

=

μL

124(1.38)(9.9414)(62.2021) = 30,839   3.4313

Ahora suponiendo un valor de v b =1.75 pies/seg  N Re b =

124 ⋅ d  h ⋅ v b ⋅ ρ L μL

=

124(1.38)(1.75)(62.2021) = 5,429   3.4313

Como  N ReL  > 6,000  y 3,000 ≤ N Re b  ≤ 8,000  tenemos que: 0.5

⎛   13.59 ⋅ μ L  ⎞ ⎟   v b = 0.5 ⋅ α + ⎜⎜ α 2 + 0.5 ⎟ d /12  ρ  ( )  ⎠ ⎝  L h ⎛ 32 .174(1.38) ⎞ α = (0.251 + 8.74 × 10 (30,839 )) ⎜ ⎟  

−6

⎝ 

12

0.5

= 1.0012  

 ⎠

Entonces: ⎛    13.59(3.4313)  ⎞⎟ v b = 0.5(1.0) + ⎜⎜1.0 2 +   62.2021(1.38/12 )0.5  ⎠⎟ ⎝ 

0.5

= 1.9868  

Como 1.75 ≠  1.9868, empezamos ahora suponiendo un valor de v b = 1.9868  N Re b =

124 ⋅ d  h ⋅ v b ⋅ ρ L μL

=

124(1.38)(1.9868)(62.2021) = 6,163.13   3.4313

Como  N   > 6,000   y 3,000 ≤ N   ≤ 8,000   cae en el mismo intervalo Re L Re b tenemos que: v b = 1.9868 pies/seg 8.  Calcule el gradiente de elevación y de fricción con:

C 3 =  ρ L (v sL  + v b ) + ρ g ⋅ v sg = (62.2021) (6.4312 + 1.9868) + (6.1958)(3.5102) = 545.3658    ⎞ 1 ⎛  C 3 1 ⎛  545.3658  psi  ⎞ ⎛  Δ p  ⎞ ⎜⎜ +  ρ  L ⋅ δ ⎟⎟ = + 62.2021(1.4521)⎟ = 0.9447 ⎜ ⎟ = ⎜  pie  ⎠ ⎝ ΔL ⎠ e 144 ⎝ v m + v b  ⎠ 144 ⎝ 9.9414 + 1.9868

 

136

 

 

Capítulo 3

Flujo multifásico en tuberías verticales

Con NRe =30,839 y con la rugosidad ε = 6 x 10-5 se obtiene el factor de fricción del diagrama de Moody: f = 0.02346 Y por lo tanto el gradiente de fricción es: 2  ⎞ v +v ⎛ Δ p ⎞ 12 ⋅ f ⋅ v m ⋅ ρ L ⎛  ⎜⎜  sL  b + δ ⎟⎟   ⎟ = ⎜ ⎝ Δh ⎠ f  2 ⋅ (12 ) ⋅ g ⋅ d h ⎝  v m + v b  ⎠ 2

(0.02346 )(9.9414) (62.2021) ⎛ 6.4312 + 1.9868  psi  ⎞ ⎛ Δ p ⎞ + 1.4521⎟ = 0.2920   ⎟ = ⎜ ⎜ 2(12)(32.174 )(1.38)  pie  ⎠ ⎝ 9.9414 + 1.9868 ⎝ Δh ⎠ f  9.  E k  =

Wm ⋅ v sg 4.381   (3.5102 ) = = 2.8996 × 10 −6   4,637 ⋅ p ⋅ A p 4,637(764.7 )(1.4957 )

⎛ Δ p ⎞ ⎛ Δ p ⎞ ⎜ ⎟ +⎜ ⎟  psi ⎛ Δ p ⎞ ⎝ Δh ⎠ e ⎝ Δh ⎠ f  0.9447 + 0.2920   = = 1.2367 ⎟ = ⎜ −6 1 − E k   pie 1 − 2.8996 ×10 ⎝ Δh ⎠ T

Entonces ΔL es: Δh =

Δ p

500 = 404.3018 pies   1.2367 1.2367  =

10. Como la p2 es conocida la Δh calculada es la correcta.

3.3.5 Método Beggs y Brill Determinar la distancia (Δh) entre las presiones p1 y p2. Datos: d = 1.995 pg Temperatura = T = 120 oF + 0.017 z  p1 = 500 psig  p2 = 1,000 psig Presión atmosférica = patm = 14.7 psia o o θ = 0  para vertical = 90  para horizontal qo = 400 bpd qw = 600 bpd 137

 

 

Capítulo 3

Flujo multifásico en tuberías verticales

WOR = 1.5 R = 500 pies3/bl o  ρ o  = 22 API γg = 0.65 γw = 1.07 σw = 70 dinas/cm. σo = 30 dinas/cm. μg = 0.018 cp. 1.  Suponiendo una Δh = 2000 pies, entre p1 y p2 tenemos que:  p =

 p1 + p 2 500 + 1000 + p atm = + 14.7 = 764.7 psia   2 2

h=h+

2.

Δh

2

=  0 +

2,000 = 1,000 pies   2

 

T = 120 + 0.017 ⋅ z = 120 + 0.017(1,000) = 137 o F  

3.  Las propiedades de los fluidos a  p y T  se obtuvieron de las correlaciones vistas en el primer capítulo: R s = 106.8419 pies3/bl Bo = 1.0746 μo =7.4445 cp 4.  γo =

5.   ρ o =

μw = 0.5214 cp

Z = 0.9131 Bw = 1.0

141.5 141.5   = = 0.9218   131.5 + o API 131.5 + 22

350 ⋅ γ o + 0.0764 ⋅ R s ⋅ γ g 350(0.9218) + 0.0764(106.8419)(0.65) lb = = 54.3529 m3 5.6146 ⋅ B o 5.6146(1.0746 )  pie   350 ⋅ γ w lb 350(1.07) = = 66.7011 m3    ρ w = 5.6146 ⋅ B w 5.6146 (1.0)  pie lb 1  ⎞ ⎛ 1.5 ⎞ ⎛  1  ⎞ ⎛  ⎛  WOR   ⎞   ⎟ = 61.7618  m3 ⎟ + 66.7011⎜ ⎟ + ρ w ⎜ ⎟ = 54.3529⎜  pie ⎝ 2.5 ⎠ ⎝ 2.5 ⎠ ⎝ 1 + WOR  ⎠ ⎝ 1 + WOR  ⎠

 ρ L =  ρ o ⎜

 

138

 

 

Capítulo 3

Flujo multifásico en tuberías verticales

 ρ  g  =

0.0764 ⋅ γ g ⋅ p ⋅ 520 0.0764(0.65)(764.7 )(520) lb = = 2.4643  m3   (14.7 )(T + 460) Z 14.7(137 + 460 )(0.9131)  pie

6.  3.27 × 10 −7 (0.9131)(400)(500 − 106.8419)(137 + 460 )  pies 3   = 0.03666   qg = 764.7 seg  pies 3   q L = 6.49 × 10 [(400)(1  .0746 ) + (600 )(1.0)] = 0.0668 seg  

−5

7.  A p = v sL =

π ⋅ d2

4

2

= 

π(1.995 )

4

= 3.1259 pg 2  

144 ⋅ q L 144(0.0668)  pies =  = 3.0773   A 3.1259 seg  p

v sg =

144 ⋅ q g 144(0.03666 )  pies =  = 1.6888    A p 3.1259 seg

 pies v m = v sL + v sg = 3.0773   + 1.6888 = 4.7661    seg 8.  G L =  ρ L ⋅ v sL = (61.7618)(3. 0773) = 190.0596 lb m /seg − pie 2   G g =  ρ g ⋅ vsg = (2.4643)(1. 6888) = 4.1617  lbm /seg − pie 2   G T = G L + G g = 190.0596 + 4  .1617 = 194.2213 lb m /seg − pie 2   9.  λ  =

qL qL + qg

=

0.0668 = 0.6457   0.0668 + 0.03666

10.  vm2 (12) (4.7661)2 12(4.7661)2 =   = = 4.2433    N FR  = g ⋅ d/12 32.2(1.995) 32.2(1.995)

139

 

 

Capítulo 3

Flujo multifásico en tuberías verticales

1  ⎞ ⎛  ⎛  WOR   ⎞ ⎛  1  ⎞ ⎛ 1.5 ⎞   ⎟ = 7.4445⎜ ⎟ + μw ⎜ ⎟ + 0.5214⎜ ⎟ = 3.2906 cp   + + 1 WOR  2 . 5 2 . 5 1 WOR  ⎝   ⎠ ⎝   ⎠ ⎝   ⎠ ⎝   ⎠

μ L = μ o  ⎜

μ m = μ L ⋅ λ + μ g (1 − λ ) = (3.2906   )(0.6457) + 0.018(1 − 0.6457 ) = 2.1311 cp  

1  ⎞ dinas ⎛ 1.5 ⎞ ⎛  1  ⎞ ⎛  WOR   ⎞ ⎛        ⎟ = 54  ⎟ + 70⎜ ⎟ = 30⎜ ⎟ + σ w ⎜ cm ⎝ 2.5 ⎠ ⎝ 2.5 ⎠ ⎝ 1 + WOR  ⎠ ⎝ 1 + WOR  ⎠

σ L = σ o  ⎜

11.   N Re =

 N Lv

12.

M m ⋅ d/12 194.2213(1.995) =   = 22,546.826   μ m ⋅ 6.72 × 10 −4 (2.1311)(6.72 × 10 − 4 )(12 )

⎛  ρ   ⎞ = 1.938 v sL ⎜⎜ L ⎟⎟ ⎝ σ L  ⎠

0.25

⎛ 61.7618 ⎞   (3.0773)⎜ = 1.938 ⎟ ⎝  54  ⎠

0.25

= 6.1674  

  0.302 L1 = 316 λ 0.302 = 316   (0.6457 ) = 276.8958     (0.6457 )−2.4684 = 2.7236 × 10 −3   L 2 = 0.0009252 λ −2.4684 = 0.0009252

L 3 = 0.10 λ -1.4516 =  0 .10(0.6457 )−1.4516 = 0.1887   L 4 = 0.5 λ -6.738 =  0 .5(0.6457 )−6.738 = 9.5276   13. Dado que λ   ≥   0.4 y L3 < NFR   ≤  L4, el patrón de flujo es intermitente. 14. El colgamiento horizontal para flujo intermitente es: H L (0) =

a ⋅ λ  b (0.845)(0.6457 )0.5351 =   = 0.6521   ( N FR  )c (4.2433)0.0173

15. El coeficiente del factor de corrección por inclinación es: C = (1 − 0.6457 )ln 2.96( 0.6457 )0.305 (6.1674)−0.4473 (4.2433)0.0978 = 0.0989   16. Debido a que la tubería es vertical, el factor de corrección del colgamiento de líquido debido a la inclinación es: ψ = 1 + 0.3 ⋅ C = 1  + 0.3(0.0989 ) = 1.0297  

140

 

 

Capítulo 3

Flujo multifásico en tuberías verticales

17. El colgamiento de líquido corregido para flujo vertical es: H L (90) = (H L (0)) ⋅ ψ =  (0.6521)(1.0297 ) = 0.6715   La densidad de la mezcla es: lb m  pie 3

 ρ m =  ρ L ⋅ H   L + ρ g (1 − H L ) = (61.7618)(0 .6715) + (2.4643)(1 − 0.6715 ) = 42.2826 

 

18.  y=

S=

0.6457 = 1.432   2 2 [H L (90)]   (0.6715) λ 

=

ln(1.432)   = 0.3672 2 4 {− 0.0523 + 3.182 ⋅ ln(1.432) − 0.8725[ln(1.432)] + 0.01853   ⋅ [ln(1.432)] }   T S 0.3672 = 1.4437,   f f ns = e = e

19.  f ns =

 

1

⎡ ⎛   ⎞⎤ 22,546.826 ⎟⎟⎥ ⎢2 log ⎜⎜ 4.5223 log ( 22,546.826 ) 3 . 8215 − ⎝   ⎠⎦ ⎣

2

= 0.0264  

20. El factor de fricción de las dos fases es: f T = f ns ⋅

f T = (0. 0264 )(1.4437 ) = 0.0381   f ns

21.  Δh =

 ρ m ⋅ v m ⋅ v sg

⎤ ⎥ ⎣ g c ⋅ ( p + 14.7 )(144)⎦   f  ⋅ M ⋅ v ⋅12 g ⋅ ρ m senθ + T m m 2 ⋅ gc ⋅ d gc ⎡

Δ p ⋅ (144 )⎢1 −

⎡   (42.2826 ) ⋅ (4.7661) ⋅ (1.6888) ⎤ (144 ) ⋅ (1000 - 500)⎢1 − (32.2 ) ⋅ (764.7 ) ⋅ (144) ⎥⎦ ⎣ Δh =   = 1,579.6 pies     (0.0381) ⋅ (194.2213) ⋅ (4.7661)(12) (42.2826 ) ⋅ (sen 90) + (2) ⋅ (32.2) ⋅ (1.995)

141

 

 

Capítulo 3

Flujo multifásico en tuberías verticales

Como se puede observar el valor calculado de Δh difiere del supuesto en el primer  paso, por lo qu quee se tiene que repetir el procedimiento iniciando con un nuevo nu evo valor v alor supuesto de Δh = 1,579 pies.

142